季鵬 王成陽

【摘 要】本文利用有限元分析軟件對(duì)某型水切割機(jī)床的主要支承件進(jìn)行了靜態(tài)分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)。首先，根據(jù)受力情況適當(dāng)簡化整機(jī)結(jié)構(gòu)、構(gòu)建水切割機(jī)床的實(shí)體模型；然后，利用有限元分析軟件ANSYS對(duì)簡化后的模型進(jìn)行靜態(tài)分析，得到機(jī)床的應(yīng)力分布和位移分布云圖，找出結(jié)構(gòu)上的薄弱環(huán)節(jié)。最終，以結(jié)構(gòu)安全可靠為原則、運(yùn)用ANSYS Workbench軟件對(duì)該機(jī)床的橫梁和床身兩個(gè)主要支承件進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化。所得到的新支承件結(jié)構(gòu)更加合理，對(duì)降低生產(chǎn)成本方面具有重要參考價(jià)值。

【關(guān)鍵詞】水切割機(jī)床；有限元分析；優(yōu)化設(shè)計(jì)

中圖分類號(hào)： TG48 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼： A 文章編號(hào)： 2095-2457（2018）33-0025-002

DOI：10.19694/j.cnki.issn2095-2457.2018.33.010

0 引言

水切割，又稱水刀，屬于冷切割。其工作原理為液體增壓原理，即由設(shè)備中的轉(zhuǎn)能裝置將機(jī)械能全部轉(zhuǎn)換成對(duì)水壓力能后從小孔噴出，繼而全部轉(zhuǎn)換成動(dòng)能、形成高速水射流，對(duì)被切工件進(jìn)行沖擊破壞。

1 初始設(shè)置

1.1 三維模型的建立及簡化

該型水切割機(jī)床X、Y、Z軸的行程分別為1.5m、2.5m、0.31m，主要由床腿、床身、滑臺(tái)、底座、橫梁等部件組成，結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜。在ANSYS中進(jìn)行幾何建模相對(duì)于在其他軟件進(jìn)行幾何建模比較困難；除非模型便于使用參數(shù)化建模方法，否則一般不在ANSYS中建立模型[1]。因此，該機(jī)床最終使用SolidWorks軟件建立零部件和整機(jī)的三維實(shí)體模型。隨后按照忽略非承載件、構(gòu)件表面光滑化、簡化非關(guān)鍵部件、主從節(jié)點(diǎn)原則、理想焊接和載荷分配，這六條準(zhǔn)則進(jìn)行模型的簡化。簡化后用于分析計(jì)算的模型如圖1所示。

1.2 有限元模型的建立

用SolidWorks軟件將簡化后的三維模型以Parasolid保存，并導(dǎo)入有限元ANSYS軟件，本文分析、研究的水切割機(jī)床大部分零部件為空間不規(guī)則幾何體，故選擇三維10節(jié)點(diǎn)SOLID187四面體結(jié)構(gòu)單元來進(jìn)行自由網(wǎng)格劃分以提高后期分析計(jì)算的準(zhǔn)確性；其中橫梁為薄壁、規(guī)則的焊接件，其長度值接近其厚度的600倍，滿足選用殼單元的基本原則，但是橫梁的內(nèi)側(cè)和外側(cè)都有零件接觸，如果使用普通的殼單元無法建立幾何模型，而且還會(huì)影響計(jì)算精度，故改用三維8節(jié)點(diǎn)SOLSH190實(shí)體-殼單元進(jìn)行自由網(wǎng)格劃分。

2 支承件的有限元靜力分析

2.1 橫梁靜力分析

在定義了單元類型、材料屬性、網(wǎng)格劃分、接觸定義、施加載荷及約束之后對(duì)有限元模型進(jìn)行求解，通過后處理器查看需要的結(jié)果[2]。

如圖2所示，從橫梁的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布云圖可以看出，橫梁結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力值分布區(qū)間為1.12*10-5至30.9513MPa，最大等效應(yīng)力約為30.96MPa，位于橫梁下表面與底座接觸處，但其值仍遠(yuǎn)小于材料的許用應(yīng)力。橫梁結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力分布較為均勻，大多數(shù)區(qū)域的等效應(yīng)力在4MPa以下。材料Q235的屈服強(qiáng)度為235MPa，所以安全系數(shù)N=σs/σmax=235/30.9513≈7.59，超過手冊(cè)最低要求、整體結(jié)構(gòu)是安全的。在橫梁與底座的連接處和橫梁側(cè)面與導(dǎo)軌連接處出現(xiàn)輕微的應(yīng)力集中，但此處的最大應(yīng)力值仍遠(yuǎn)小于材料的許用應(yīng)力，對(duì)橫梁整體的剛度影響不大。所以橫梁從應(yīng)力角度分析，完全能夠滿足強(qiáng)度要求，而且還具有較大的結(jié)構(gòu)優(yōu)化空間。橫梁結(jié)構(gòu)等效應(yīng)力分布如下表1所示。

從橫梁結(jié)構(gòu)總變形如圖3所示，橫梁的總變形量如表2所示：總變形量可達(dá)0.196mm，橫梁結(jié)構(gòu)在三個(gè)方向上最大變形分別約為0.046mm、0.043mm、0.188mm。由于水切割機(jī)床為三軸機(jī)床、主要加工平面輪廓類零件，工作平面為X軸和Y軸所構(gòu)成的G17平面，因此影響切割精度的主要為X方向和Y方向的變形。該機(jī)床的加工精度為0.1mm，因此橫梁X方向和Y方向的變形滿足精度要求，而且兩個(gè)方向的變形差距較小。但Z方向的變形較大，可通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化，以增大橫梁Z方向的剛度。

2.2 床身靜力分析

如圖4所示，從床身的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布云圖可以看出，床身結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力值分布區(qū)間為0.0523-30.685MPa，最大等效應(yīng)力約為30.685MPa，位于床身下表面與床腿接觸處，但其值仍遠(yuǎn)小于材料的許用應(yīng)力。橫梁結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力分布較為均勻，99%區(qū)域的等效應(yīng)力在4MPa以下。材料HT250的條件屈服強(qiáng)度為150MPa，所以安全系數(shù)N=σs/σmax=150/30.6849≈4.8，超過手冊(cè)最低要求、整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是安全的。應(yīng)力集中主要出現(xiàn)在床身與床腿接觸的尖端，但此處的最大應(yīng)力值仍遠(yuǎn)小于材料的許用應(yīng)力，對(duì)床身整體的剛度影響不大。所以床身從應(yīng)力角度分析，完全能夠滿足強(qiáng)度要求，而且還具有較大的結(jié)構(gòu)優(yōu)化空間。床身結(jié)構(gòu)等效應(yīng)力分布如表3所示。

如圖5所示，從床身結(jié)構(gòu)總變形云圖可以看出，床身的總變形最大值約為0.1093mm，位于床身最右端。由于分析時(shí)將橫梁放置于床身最右端，定性的分析來看，非常符合理論分析，向右端區(qū)域變形值呈增大的趨勢(shì)。如表4所示，床身結(jié)構(gòu)在三個(gè)方向上最大變形分別約為0.0153mm、0.0155mm、0.1086mm。其中X方向與Y方向的變形差距較小，但Z方向的變形較大，可通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化，以增大床身Z方向的剛度，使床身結(jié)構(gòu)剛度分布更加合理。

3 機(jī)床支承件的優(yōu)化設(shè)計(jì)

由橫梁的靜力分析可知，橫梁結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度較高，但在三個(gè)方向上剛度分布不均勻，其中Z方向的變形最大。這種結(jié)果主要是由于Y軸導(dǎo)軌的安裝位置導(dǎo)致的，兩導(dǎo)軌都安裝在橫梁的側(cè)壁上，所以橫梁和主軸的重心都偏向了一側(cè)。因此，可以通過改變導(dǎo)軌的布置方式，來改變橫梁的應(yīng)力分布，使其盡量分布均勻。改進(jìn)后具有對(duì)稱分布特點(diǎn)的新導(dǎo)軌布置形式如圖6所示，這樣可以保證實(shí)際重心位置具理論最佳位置距離最短，可有效的減少橫梁的扭轉(zhuǎn)變形。

將改進(jìn)導(dǎo)軌布置方案重新建模后，再次使用ANSYS Workbench進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化，得到如圖7（a）和（b）所示的橫梁和床身拓?fù)鋬?yōu)化云圖。

4 結(jié)語

通過使用ANSYS Workbench對(duì)該設(shè)備的主要支承件（橫梁和床身）進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化，并根據(jù)仿真結(jié)果完成對(duì)了橫梁和床身的結(jié)構(gòu)優(yōu)化，最后的得到新結(jié)構(gòu)模型符合使用要求。優(yōu)化后橫梁的重量減少了約20kg，床身的重量從減少了約110kg。優(yōu)化后機(jī)床不僅降低了整機(jī)的總質(zhì)量、節(jié)約了材料成本，而且依然能夠保持較高的強(qiáng)度和剛度。

【參考文獻(xiàn)】

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